Forni fusori per alluminio: analisi della conducibilità

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Volendo valutare la possibilità d’impiego dei sistemi di combustione in ossigeno puro nei forni fusori
per alluminio, sia a riverbero che rotativi, è necessario preventivamente realizzare uno studio dei flussi
energetici all’interno del forno. Infatti, per quanto i forni rotativi non presentino particolari
problematiche e rischi per le strutture, i forni a riverbero non possono prescindere da una attenta analisi
della conducibilità termica del metallo sia in fase solida che liquida. Questo aspetto risulta condizionante
ai fini dell’impiego di tecnologie di combustione in ossigeno puro, per evitare che il rivestimento
refrattario del forno risulti danneggiato da una progettazione inadeguata dei sistemi di combustione o,
comunque, non si porti alcun sensibile vantaggio in termini di efficienza termica del processo fusorio o di
riduzione dei consumi di combustibile. I risultati della analisi termodinamica, condotta secondo il
modello di calcolo proposto, sono stati avvalorati dalla comparazione con i dati pratici derivanti
dall’esperienza maturata nella analisi dei processi fusori in forno rotativo.
Memorie
Forni fusori per alluminio: analisi
della conducibilità termica del materiale
e possibilità d’impiego dei sistemi
di combustione in ossigeno puro
Parole chiave: alluminio e leghe, gas e combustione, metalli non ferrosi, fusione
CONDUCIBILITÀ TERMICA DELL’ALLUMINIO
Il primo aspetto che è necessario prendere in esame nella
elaborazione di un modello termodinamico, volto a valutare
le entità dei flussi entalpici all’interno di un forno fusorio,
riguarda le caratteristiche dei materiali costituenti il “sistema-forno”.
In particolare, prescindendo in prima istanza la struttura del
forno stesso, l’attenzione è volta alla comprensione delle
proprietà di conducibilità termica dell’alluminio in fase solida e fusa e dell’allumina.
F. Dentella
Settore Sviluppo Applicazioni, SIAD Spa
Memoria presentata al 30° Convegno nazionale AIM, Vicenza 17-19 novembre 2004
Fig. 1 – Andamento della conducibilità termica dell’alluminio in
fase solida, espresso in funzione della temperatura del materiale.
Fig. 1 – Thermal conductivity of solid aluminum evaluated in
function of the metal temperature.
Alluminio liquido
Impiegando la medesima tipologia di relazioni empiriche, è
possibile stimare il valore della conducibilità termica dell’alluminio in fase liquida. Si osservi come, in questo caso,
la variabilità di tale coefficiente con l’aumento della temperatura è molto più modesta che non nel caso precedentemente considerato. Questo fenomeno è dovuto alla deformazione della struttura del materiale, che avviene durante il passaggio di fase dallo stato solido a quello liquido, responsabile di una brusca riduzione delle capacità di trasmissione di
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Alluminio solido
Impiegando le relazioni empiriche fornite da Poirier a McBride è possibile stimare la variazione del valore della conducibilità termica dell’alluminio in fase solida.
Tale proprietà, nel caso dei metalli, è dipendente dalla capacità degli elettroni liberi di muoversi entro il reticolo della
matrice metallica, dunque può essere espressa in funzione
della resistività elettrica (ρ) del materiale. Tale coefficiente
cresce all’aumentare della temperatura, poiché il superiore
livello energetico del materiale comporta un maggior grado
di vibrazione delle molecole entro la struttura reticolare:
questo costituisce un ostacolo per la trasmissione di qualsivoglia forma di energia, dunque anche quella termica da noi
presa in esame.
Le relazioni cui si fa riferimento per la stima della conducibilità termica in fase solida sono:
ρ = a0 + a1 · T
a0 = –7,433E – 9
a1 = 1,1738E – 10
KS = 0,909 · L · 1/ρ · T + 10,5
L = 2,45E – 8
dove:
ρ: resistività [Ω]
KS: conducibilità termica [W/m K]
L, a0, a1: coefficienti adimensionali
T: temperatura [K].
Di seguito (Fig.1) si riportano i risultati della valutazione
condotta all’interno dell’intervallo di temperature proprio
della normale conduzione di un forno fusorio.
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energia all’interno dell’alluminio liquido.
Le relazioni cui si fa riferimento per la stima della conducibilità termica in fase fusa sono:
ρ = a0 + a1 · T
a0 = 1,109E – 7
a1 = 1,4123E – 10
KL = 0,853 · L · 1/ρ · T + 10,07
L = 2,45E – 8
dove:
ρ: resistività [Ω]
KL: conducibilità termica [W/m K]
L, a0, a1: coefficienti adimensionali
T: temperatura [K].
Di seguito si riportano i risultati della valutazione condotta
all’interno dell’intervallo di temperature proprio della normale conduzione di un forno fusorio. Per completezza vengono rappresentati i valori di conducibilità termica sia in fase solida che liquida (Fig.2).
Fig. 2 – Conducibilità termica dell’alluminio in fase solida e
liquida, espressa in funzione della variazione di temperatura del
materiale.
Fig. 2 – Thermal conductivity of solid and liquid aluminum
evaluated in function of the metal temperature.
Per brevità, vista la scarsa entità delle variazioni che si possono riscontrare, si ritiene per la conducibilità in fase liquida
di poter fare riferimento al valore medio stimato di KL= 92
W/mK.
Inoltre è possibile osservare come l’andamento del valore di
conducibilità termica in funzione della temperatura sia opposto per le due fasi solida e liquida. L’incremento, sia pur
debole, che è possibile osservare in fase liquida al crescere
della temperatura, può essere ricondotto alla progressiva riduzione della viscosità del bagno metallico. Questo comporta un miglioramento della capacità di trasferimento termico,
dovuto alla instaurazione di fenomeni di convezione naturale, legati alla presenza di gradienti termici all’interno dell’alluminio fuso.
Allumina
Nel caso dell’allumina, presente esclusivamente in fase solida, la determinazione di un coefficiente di conducibilità termica medio può essere realizz sulla base di dati sperimentali
presenti in letteratura (Fig.3).
Il valore di conducibilità termica media adottato per l’allumina ad elevata temperatura è:
KAl O = 15,20 (W/m·K).
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ANALISI DEI FLUSSI ENTALPICI NELLA CARICA METALLICA
Appare evidente la sensibile differenza che esiste tra la capacità di scambio termico dell’alluminio in fase solida e liquida, ben evidenziata dalla brusca riduzione del valore della conducibilità termica, che si verifica in prossimità della
temperatura di fusione (Fig.2).
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Fig. 3 – Conducibilità termica per l’allumina in funzione della
temperatura (dati tratti da “Materials Science & Engineering
Handbook”).
Fig. 3 – Thermal conductivity of solid alumina evaluated in
function of the metal oxide temperature.
Questa caratteristica è, per altro, responsabile del mantenimento di una temperatura stabile nel bagno di metallo fuso,
quando quantità contenute di alluminio solido vengano caricate (a temperatura ambiente) in continuo nel bagno.
L’interfaccia di scambio termico tra la porzione di metallo
liquido e quella solida, infatti, è caratterizzata da un elevato
gradiente termico, tale da ritenere che le due aree a contatto
tendano a raggiungere rapidamente una temperatura di equilibrio, a seguito dell’elevato flusso entalpico che si instaura
tra le due superfici.
Il metallo liquido, tuttavia, a causa della sua intrinseca inerzia in termini di trasferimento termico, non è in grado di rilasciare energia in modo comparabile con la capacità di assorbimento del solido, poiché la sua contenuta conducibilità
termica non consente l’instaurarsi di un flusso energetico di
pari intensità.
Il flusso entalpico verso il corpo solido si riduce quindi drasticamente con l’approssimarsi della temperatura di equilibrio tra le due superfici di interfaccia. Questo fenomeno impedisce che una parte del materiale caricato, contraddistinto
da spessori elevati, sia in grado di assorbire e trasportare al
proprio interno la quantità di energia necessaria alla sua
completa fusione, continuando a “galleggiare” sulla superficie del bagno di metallo fuso come fosse un iceberg.
I corpi di spessore ridotto, viceversa, grazie al superiore valore del rapporto tra la superficie di scambio termico disponibile ed il proprio volume, sono favoriti nel consentire la
propagazione dell’energia verso il proprio interno, dunque
fondono molto rapidamente.
L’elevata inerzia termica, fa si che l’alluminio liquido subisca una riduzione di temperatura in forma estremamente localizzata, esclusivamente in prossimità della interfaccia di
contatto col solido, e mantenga pressoché inalterata la propria temperatura di bulk.
Al fine di poter comprendere in modo ancor più chiaro gli
effetti derivanti dalla variazione di conducibilità termica, si
è scelto di realizzare una stima dei flussi termici che il metallo caricato in un forno a riverbero è in grado di assorbire
durante un ciclo fusorio.
Per questa ragione si è dunque valutata l’entità dell’entalpia
assorbita dal materiale durante un ciclo fusorio completo,
partendo dal solido a temperatura ambiente, caricato in un
forno a suola secca ed alla temperatura costante di circa
1300 K.
Si osservi, che il valore di temperatura adottato per la camera è da ritenersi con ogni probabilità coerente con i valori
reali propri di questa tipologia di forno. Esso è stato infatti
stimato eseguendo un bilancio entalpico dell’energia scambiata per via radiativa, conduttiva e convettiva tra i prodotti
di combustione (fiamma e gas in ricircolazione), le pareti di
materiale refrattario e l’alluminio caricato (Tolenko et al.,)
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Fig. 5 – Andamento dei flussi entalpici all’interno della miscela di
alluminio solido-liquido.
Q = (KS/χ) · A · ( TGAS – TAl)
Fig. 5 – Enthalpy transfer inside the mixture of solid and molten
aluminum.
Si osservi che con TGAS viene indicata la temperatura della
superficie esposta del materiale caricato, in prima approssimazione assunta pari a quella dei gas all’interno della camera di combustione stessa.
Memorie
Definizione della struttura di un forno a riverbero
“di riferimento”
Per poter esplicitare le successive analisi di scambio termico, si adotta un forno a riverbero di riferimento, al fine di
poter identificare univocamente l’ampiezza delle supefici di
scambio termico, dimensionato come segue:
• Profondità del bagno di alluminio fuso (x): 1,2 m
• Distanza volta- superficie dell’alluminio fuso (h): 2 m
• Lunghezza interna utile: 6 m
• Larghezza interna utile: 6 m
• Superficie del bagno (A): 36 m2.
L’equazione impiegata per il calcolo del flusso entalpico attraverso la superficie esposta dell’alluminio, assunta essere
pari ad A, è espressa come:
dispersione del solido nel liquido. In assenza di migliori
strumenti di analisi, si sceglie dunque di stimare il valore
della conducibilità termica della “miscela”, valutata come
una media degli effetti di trasferimento termico in serie ed in
parallelo attraverso l’interfaccia di contatto solido-liquido
(Fig.5).
Definendo con GS il valore della porzione di alluminio solido caricato rispetto alla quota di metallo complessivamente
presente nel forno, si può calcolare la variazione della conducibilità termica media della miscela (KAVERAGE) attraverso
le seguenti relazioni:
KP = GS · KS + (1–GS) · KL
KE–1 = GS · KS–1 + (1–GS) · KL–1
KAVERAGE = (KP + KE) / 2
Fig. 4 – Andamento del flusso entalpico che l’alluminio è in grado
di assorbire in fase solida al variare della propria temperatura.
Fig. 4 – Enthalpy flux that solid aluminum can absorbe in function
of the metal temperature.
Il diagramma riportato in Fig.6 mostra l’andamento della
conducibilità termica del materiale in funzione della temperatura e della composizione solido-fuso.
Il valore del flusso entalpico che l’alluminio solido è in grado di assorbire risulta fortemente decrescente in funzione
della temperatura del materiale stesso, per via della riduzione del gradiente di temperatura.
A maggior ragione, si può comprendere come, in fase liquida,
la capacità del metallo di assorbire e smaltire energia al proprio interno sia decisamente contenuta, ad opera della drastica
diminuzione del coefficiente di conducibilità termica.
Nelle medesime condizioni di temperatura della camera di
combustione sovrastante il bagno fuso, il valore del flusso
entalpico Q per l’alluminio fuso è pari a
Q= 5,25E+03 [W/m2]
La capacità di assorbire energia dell’alluminio in fase liquida è dunque di un ordine di grandezza inferiore rispetto alla
fase solida.
Fig. 6 – Thermal conductivity of solid and liquid aluminum
evaluated in function of the solid metal Temperature and
solid/liquid mixture composition.
Il reale andamento della capacità di scambio termico durante un ciclo fusorio, in funzione di parametri quali la frequenza del caricamento di materiale solido, la quantità di alluminio immessa durante ogni carica, ecc…, è nella realtà rappresentato da una curva interpolante che interseca ciascuna
di quelle rappresentate, senza però necessariamente seguirne
l’andamento per lunghi tratti.
Infatti, mentre una quota di alluminio solido è in fase di riscaldo, la frazione della carica contraddistinta dalle inferiori
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Alluminio solido e fuso “miscelati” in percentuali variabili
In taluni casi, il forno fusorio a riverbero non viene completamente scaricato alla fine del ciclo, ma una quota parte di
metallo fuso viene mantenuta al suo interno (“piede liquido”)
ed in essa viene immessa la successiva carica metallica.
Questa diffusa modalità di conduzione, giustifica l’analisi
delle variazioni di conducibilità termica dell’alluminio in
funzione della composizione del metallo caricato distinto in
solido e liquido.
L’approccio adottato è quello proposto da Poirer e Mc Bride: esso rappresenta una stima approssimativa della conducibilità termica, dovuta alla impossibilità di valutare la reale
Fig. 6 – Andamento della capacità termica della miscela di
alluminio solido e fuso, espressa in funzione della variazione della
temperatura del metallo solido e della composizione. La
temperatura dell’alluminio in fase liquida si ritiene costante e
pari a circa 933 K.
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dimensioni caratteristiche ( ad esempio gli scarti delle lavorazioni di tornitura) risulta essere completamente fusa (GS
decresce, dunque è necessario considerare una curva differente di variazione della conducibilità termica).
Per tale ragione il valore di GS non dovrebbe essere assunto
come stazionario, bensì variabile in funzione del grado di
avanzamento del processo fusorio.
Effetto dell’introduzione di sistemi di agitazione del bagno
di alluminio fuso: stirrer magnetici e pompe per metalli
Al fine di incrementare la capacità di scambio termico dell’alluminio in fase fusa, si è fatto ricorso all’impiego di sistemi di vigorosa movimentazione del bagno.
Pompe metalliche e stirrer magnetici possono avere capacità
differenti in funzione delle dimensioni del forno ed arrivare
a garantire flussi di alluminio fuso pari a circa 10 t/min.
La velocità impressa al materiale in ricircolazione è tale da
garantire un significativo incremento delle proprietà di
scambio termico dovuto all’instaurarsi di fenomeni di convezione forzata ( nel caso della semplice convezione naturale, lo scambio termico di natura convettiva rappresenta una
frazione comunque trascurabile rispetto alle proprietà conduttive).
Il coefficiente laminare di scambio termico “h”, infatti, può
essere stimato attraverso le seguenti relazioni:
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dove:
Pr: Numero di Prandtl
Red: Numero di Reynolds
Nu: Numero di Nusselt
µ: Viscosità dinamica.
Nel caso del forno precedentemente adottato come riferimento il coefficiente “h” assume valore:
h= 92 W/m2⋅K
Volendo nuovamente stimare l’entità del flusso termico che
l’alluminio in fase fusa è in grado di assorbire e trasferire al
proprio interno, considerando che nel forno sia installato un
dispositivo quale una pompa per la movimentazione di metalli o uno stirrer, è lecito attendersi un incremento della capacità di scambio termico.
Equazione impiegata per il calcolo del flusso entalpico:
Il valore di Q calcolato è in questo caso pari a Q = 3,7E+04
[W/m2].
L’introduzione di detti sistemi di movimentazione del bagno, dunque, consente di incrementare il valore della capacità di scambio termico fino a valori nell’ordine di grandezza di quella dell’alluminio solido, sia pure confrontabile con
i risultati propri del materiale ad elevata temperatura.
Nelle precedenti analisi è stata trascurata la presenza di uno
strato di ossido di alluminio, che in realtà ricopre sia la superficie del bagno fuso che il materiale solido caricato.
Il valore della conducibilità termica dell’Al2O3 è piuttosto
modesto, dunque la presenza di uno strato consistente di
questo “materiale isolante” può causare una riduzione sensibile della capacità di assorbire energia da parte del metallo
caricato.
Al fine di valutare l’influenza che può avere in condizioni
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reali tale strato di ossido, sono state svolte delle indagini, relativamente alla variazione della conducibilità termica, dove, alle precedenti condizioni, è stata associata la presenza
di strati di spessore variabile di Al2O3.
La presenza di tale strato-barriera, inoltre, riveste un ruolo
non trascurabile anche in merito alla determinazione del potere emissivo del bagno ad elevata temperatura.
Per questa ragione, la modellazione dei flussi entaplici all’interno del forno per via radiativa, ove il materiale caricato
sia consideralto nelle relazioni di scambio, sono stati trattati
adottando come valore medio dell’emissività quello proprio
dell’allumina (nell’ordine di ε = 0,3).
Questa semplificazione è stata ritenuta ammissibile poiché
di fatto il bagno di alluminio fuso, così come il metallo in
fase solida, difficilmente potrebbe presentare una superficie
intatta e non ossidata. La corrispondenza dei risultati ottenuti, nella modellazione dei forni fusori rotativi, tra i valori
calcolati e i valori sperimentalmente rilevati, infine, permettono di ritenere sostanzialmente corretta questa assunzione
semplificativa.
Alluminio solido e liquido miscelati in percentuali variabili
ed in presenza di Allumina in quantità variabile
Vengono di seguito riportati alcuni dei risultati dell’analisi
condotta in merito agli effetti della presenza di uno strato
superficiale di ossido di alluminio, ai fini della valutazione
della influenza sul valore della capacità di scambio termico
complessiva del bagno.
Per consentre un raffronto immediato con i valori in precedenza riportati, le relazioni necessarie al calcolo sono state
applicate al medesimo “forno a riverbero di riferimento”.
I diagrammi di Figg.7,8 e 9 sono riferiti a tre particolari condizioni di esercizio:
1. strato di Al2O3 dello spessore di 1 mm
2. strato di Al2O3 dello spessore di 15 mm
3. strato di Al2O3 dello spessore di 35 mm.
La scelta delle tre condizioni che si è deciso di riportare, è
dipesa dal fatto che queste sono rappresentative di tre situazioni di esercizio differenti durante il ciclo fusorio.
La prima è propria del metallo caricato in fase solida, contraddistinto da un inevitabile quanto esiguo strato di ossido
superficiale.
La seconda è caratteristica di una conduzione “normale” se
non “ottimale” del forno, poiché rappresenta di fatto la
quantità minima di allumina, che potrebbe formarsi durante
le fasi fusorie e stazionarie al di sopra della superficie del
bagno metallico fuso.
L’ultima, infine, definisce delle condizioni di lavoro tali da
provocare un eccessivo calo per ossidazione del materiale
durante il ciclo fusorio, dunque possono essere assunte come condizioni di riferimento limite “in negativo”.
L’analisi dei diagrammi riportati consente di comprendere
come la presenza di uno strato superficiale di materiale ossidato costituisca una effettiva resistenza al trasferimento termico, sia nel caso il materiale si trovi in fase solida che fusa.
Di fatto, tuttavia, è possibile osservare che, nel caso dell’alluminio liquido, la riduzione della conducibilità termica costituisce un fenomeno meno rilevante rispetto al caso del solido, quantomeno per valori contenuti dello spessore dello
strato di Al2O3.
Questa considerazione è da ricondursi al fatto che, in tal caso, il fattore limitante per i fenomeni di scambio termico è
rappresentato dal valore, intrinsecamente contenuto, della
conducibilità termica del metallo fuso.
In precedenza si è sottolineato come l’impiego di sistemi di
movimentazione dell’alluminio liquido, pompe per metalli
o stirrers, sia in grado di incrementare la conducibilità termica del materiale. L’effetto della presenza di uno strato
consistente di ossido può ricoprire un effetto maggiormente
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Fig.10 – Flusso entalpico QS, espresso in funzione della
temperatura del materiale, della composizione solido-fuso del
bagno ed in presenza di uno strato superficiale di allumina dello
spessore di 1 mm.
Fig. 7 – Variation of the global heat exchange coefficient U, as
function of metal temperature, solid / liquid mixture composition
and in presence of an Al2O3 layer of 1 mm thickness.
Fig. 10 – Variation of the heat flux absorbed by the metal, as
function of metal temperature, solid / liquid mixture composition
and in presence of an Al2O3 layer of 1 mm thickness
Fig. 8 – Capacità di scambio termico complessiva U, espressa in
funzione della temperatura del materiale, della composizione
solido-fuso del bagno ed in presenza di uno strato superficiale di
allumina dello spessore di 15 mm.
Fig. 11 – Flusso entalpico QS, espresso in funzione della
temperatura del materiale, della composizione solido-fuso del
bagno ed in presenza di uno strato superficiale di allumina dello
spessore di 15 mm.
Fig. 8 – Variation of the global heat exchange coefficient U, as
function of metal temperature, solid / liquid mixture composition
and in presence of an Al2O3 layer of 15 mm thickness.
Fig. 11. Variation of the heat flux absorbed by the metal, as
function of metal temperature, solid / liquid mixture composition
and in presence of an Al2O3 layer of 15 mm thickness.
Fig. 9 – Capacità di scambio termico complessiva U, espressa in
funzione della temperatura del materiale, della composizione
solido-fuso del bagno ed in presenza di uno strato superficiale di
allumina dello spessore di 35 mm.
Fig. 12 – Flusso entalpico QS, espresso in funzione della
temperatura del materiale, della composizione solido-fuso del
bagno ed in presenza di uno strato superficiale di allumina dello
spessore di 35 mm.
Fig. 9 – Variation of the global heat exchange coefficient U, as
function of metal temperature, solid / liquid mixture composition
and in presence of an Al2O3 layer of 35 mm thickness.
Fig. 12 – Variation of the heat flux absorbed by the metal, as
function of metal temperature, solid / liquid mixture composition
and in presence of an Al2O3 layer of 35 mm thickness.
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Fig. 7 – Capacità di scambio termico complessiva U, espressa in
funzione della temperatura del materiale, della composizione
solido-fuso del bagno ed in presenza di uno strato superficiale di
allumina dello spessore di 1 mm.
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Fig. 13 – Flusso entalpico specifico che il materiale è in grado di
assorbire, in presenza di uno strato superficiale di Al2O3 dello
spessore di 1 mm.
Fig. 13 – Variation of the specific heat flux absorbed by the metal
per square meter of exposed surface, as function of metal
temperature, solid / liquid mixture composition and in presence of
an Al2O3 layer of 1 mm thickness.
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Fig. 14 – Flusso entalpico specifico che il materiale è in grado di
assorbire, in presenza di uno strato superficiale di Al2O3 dello
spessore di 15 mm.
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rilevante nella riduzione della capacità di scambio termico,
nel caso in cui siamo impiegati detti sistemi di movimentazione.
In tal caso, infatti, è necessario fare riferimento a valori di
conducibilità termica propri non della fase liquida, bensì paragonabili a quelli dell’alluminio solido ad elevata temperatura. Questo comporta il fatto che l’effetto di riduzione della
capacità di trasferimento termico, causata dalla presenza
dell’Al2O3, sia maggiormente efficace proprio in virtù del
parziale miglioramento che si potrebbe potenzialmente ottenere grazie all’impiego di detti sistemi.
Per rendere un’idea il più generale possibile dei risultati
conseguiti, di seguito si riportano i valori dei flussi termici
precedentemente calcolati, espressi questa volta in termini
di energia specifica che il materiale può assorbire per unità
di superficie.
In tal modo essi possono costituire un valido ausilio durante
l’analisi di un ciclo fusorio, quali che siano le caratteristiche
geometriche del forno stesso.
CONSIDERAZIONI CONCLUSIVE
I risultati conseguiti durante le analisi illustrate permettono
di individuare, attraverso una più approfondita comprensione dell’andamento delle fasi fusorie, alcuni campi di applicazione, entro i quali la tecnologia di combustione in ossigeno puro possa essere presa in considerazione, quale sistema
per incrementare l’efficienza dei forni a riverbero.
Per quanto concerne i forni rotativi, viceversa, essendo questi eserciti in presenza di uno strato di sale a protezione del
materiale caricato (in quantità compresa tra il 10% ed il
35%) l’applicazione di sistemi di combustione in ossigeno
puro potrebbe ritenersi una tecnologia ormai assodata.
Tuttavia, una migliore capacità di valutare l’andamento delle proprietà di scambio termico all’interno del forno permette di ottimizzare i consumi sia di ossigeno che di combustibile, consentendo una specifica progettazione del bruciatore
ossigeno-combustibile, adeguata al forno ed al processo fusorio, tale da definire delle più idonee “curve di riscaldamento”, che si adattino in modo appropriato alle proprietà
dei materiali caricati durante la loro evoluzione.
Fig. 14 – Variation of the specific heat flux absorbed by the metal
per square meter of exposed surface, as function of metal
temperature, solid / liquid mixture composition and in presence of
an Al2O3 layer of 15 mm thickness.
Forno a riverbero senza sistemi di movimentazione
del bagno, con una quota consistente di Al liquido residuo
alla fine del ciclo fusorio
In queste condizioni operative è importante valutare la composizione del materiale caricato, espressa come rapporto tra
alluminio solido e alluminio già fuso, e la sua evoluzione
nel tempo: al diminuire della percentuale di solido caricato,
infatti, si assiste ad una drastica riduzione della capacità di
assorbire energia da parte del materiale.
L’impiego di un bruciatore ossigeno-combustibile si rivela
una scelta che deve essere analizzata approfonditamente,
poiché l’alluminio, in dette condizioni, può non essere in
grado di assorbire al proprio interno un elevato flusso entalpico. Si deve dunque appurare se esista la concreta necessità
di “immettere nel sistema-forno” una superiore quantità di
energia, rispetto ai sistemi di combustione tradizionali, poiché essa potrebbe risultare sprecata (persa nei fumi) o dannosa per le strutture (materiale refrattario sottoposto ad un
sovraccarico di energia).
Fig. 15 – Flusso entalpico specifico che il materiale è in grado di
assorbire, in presenza di uno strato superficiale di Al2O3 dello
spessore di 35 mm.
Forno a riverbero senza sistemi di movimentazione
del bagno, con carica a suola secca
Poiché il ciclo fusorio parte da una carica metallica completamente solida, è possibile impiegare sistemi di combustione oxy-fuel per promuovere la fase fusoria del ciclo. Una
volta che tutto il metallo sia divenuto liquido, viceversa, sarebbe conveniente adottare un sistema di combustione tradi-
Fig. 15 – Variation of the specific heat flux absorbed by the metal
per square meter of exposed surface, as function of metal
temperature, solid / liquid mixture composition and in presence of
an Al2O3 layer of 35 mm thickness.
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Forno a riverbero con sistemi di movimentazione
del bagno ( di norma non completamente scaricati
alla fine di ogni ciclo)
Questa tipologia di forni, per come è concepita, consente
l’impiego di sistemi di combustione in ossigeno puro durante l’intera durata del ciclo fusorio, poiché il valore della conducibilità termica media dell’alluminio è sufficientemente
elevato da garantire un sufficiente grado di assorbimento
dell’energia da parte della carica, nonostante le elevate proprietà emissive del materiale in fase fusa.
ESEMPIO DI APPLICAZIONE
DELLE ANALISI DI MODELLAZIONE TERMODINAMICA
AD UN CASO PRATICO: FORNO FUSORIO ROTATIVO
PER Al DA 60 t DI CAPACITÀ
Analisi dei flussi entalpici
entro la “camera di combustione”
Al fine di poter definire l’entità e l’evoluzione dei flussi entalpici all’interno del forno durante l’intero ciclo fusorio, è
necessario realizzare una stima della temperatura della “camera di combustione”, dalla quale il materiale caricato, sale
e rottami di alluminio, riceve energia.
Questa è di fatto costituita dalla zona superiore libera del
forno, attraversata dai prodotti di combustione costituenti la
fiamma e dai gas esausti in ricircolazione.
La definizione di una temperatura media di riferimento, in
prima approssimazione costante durante il ciclo fusorio, permette di stabilire la variazione dei flussi entalpici verso l’alluminio, in funzione della variazione di temperatura del materiale caricato.
Il procedimento adottato per giungere ad una stima della
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temperatura della miscela gassosa è quello suggerito da Kolenko et al.(1999).
Assumendo la temperatura interna delle pareti del forno costante durante il processo fusorio, è infatti possibile rappresentare lo scambio termico tra gas-refrattario e refrattariomateriale caricato attraverso un bilancio complessivo come
illustrato in Fig.16.
Modalità di scambio termico
Il flusso entalpico tra gas ad elevata temperatura e superfici
solide lambite è dovuto essenzialmente a fenomeni di trasmissione di energia per via convettiva e radiativa.
Nel caso della tecnologia di combustione in ossigeno puro,
sarebbe necessario includere un ulteriore modalità di trasmissione, legata ai fenomeni di impingement. Le specie radicaliche formatesi all’interno della fiamma a causa della
elevata temperatura, infatti, liberano una notevole quantità
di energia, ricombinandosi, durante l’impatto su delle superfici solide.
Tali fenomeni possono essere considerati importanti durante
le prime fasi del ciclo, quando il rottame solido caricato, disposto in modo disomogeneo nel forno, potrebbe essere investito dalla fiamma del bruciatore. Tuttavia l’entità di tale
flusso entalpico rimane di difficile quantificazione e per il
momento viene trascurata, vista l’esiguità del periodo d’influenza.
L’energia scambiata a seguito di fenomeni di natura convettiva, per unità di superficie, può essere in generale valutata
attraverso la relazione
Memorie
zionale ad aria durante le fasi di affinaggio e mantenimento.
Il bruciatore più congeniale per questa tipologia di condizioni operative, dunque, dovrebbe essere un sistema misto, in
grado di operare secondo due distinte modalità di funzionamento: ossigeno-combustibile a potenzialità variabile o ariacombustibile a potenzialità fissa.
E
dove con TG e TS si indicano rispettivamente le temperature
del gas e della superficie lambita. Il calcolo del coefficiente
di scambio hCNV, vista l’elevata turbolenza dei gas esausti,
può essere eseguito a partire dai dati termofluidodinamici
della miscela gassosa e da una stima delle velocità di circolazione dei gas all’interno del forno.
Il flusso termico dovuto all’irraggiamento dalla superficie
del refrattario verso la carica è strettamente correlato alle
temperature dei due corpi, alle rispettive proprietà emissive
ed alla modalità con cui questi si affacciano.
Il flusso termico radiativo tra gas e refrattario viene valutato attraverso la relazione utilizata da Hottel e Sarofim
Il valore dell’emissività del gas εG e dell’assorbività αGW sono fortemente legati alle pressioni parziali di CO2 e H2O nei
gas esausti e possono essere ottenuti attraverso delle relazioni empiriche.
In Fig.17 si riporta a titolo d’esempio l’andamento del coefficiente di emissività della fiamma di un bruciatore ossigeno-metano, calcolata supponendo essa sia formata esclusivamente da CO2 e H2O.
Fig. 16. Schematic representation of the heat fluxes inside the
rotary furnace.
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Fig. 16 – Schema dei flussi termici interni al forno: QWC flusso
legato all’irraggiamento tra refrattario e materiale caricato,
QGW flusso legato all’irraggiamento tra gas e refrattario,
QREF porzione di radiazioni respinte dal refrattario verso il gas
stesso, QCNVGW flusso legato all’effetto convettivo tra gas e
refrattario, QLOST energia persa attraverso le pareti.
Consistenza del modello teorico realizzato: corrispondenza
tra dati sperimentali e valori teorici
La simulazione termodinamica degli aspetti legati alla combustione, associata alle analisi precedentemente descritte in
merito all’andamento della conducibilità termica dei materiali caricati nel forno, hanno permesso di definire un modello consistente di analisi predittiva dei cicli fusori al forno
rotativo. I risultati della indagine teorica, infatti, si discostano dai valori sperimentali in modo poco significativo, se paragonato alle necessarie ipotesi semplificative eseguite e al
grado di accuratezza con il quale il problema è stato affrontato.
In Fig.18 sono riportati alcuni dati, approssimati, utili a dimostrare la validità del modello e ad introdurre alcune con-
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Fig. 17 – Valore dell’emissività (εG) della miscela gassosa in
funzione della sua temperatura (TG).
Fig. 17 – Emissivity of the gaseous mixture in function of the gas
temperature.
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E
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siderazioni in merito all’incremento dell’efficienza termica
del processo legata all’impiego della tecnologia di combustione in ossigeno.
Da una prima analisi è possibile comprendere come l’adozione di sistemi di ossicombustione abbia generato significativi vantaggi in termini di efficienza termica del processo
(Figg.20-21)
Complessivamente, infatti, si assiste ad una riduzione della
durata del ciclo fusorio e dei consumi specifici di combustibile, oltre che a benefici “secondari” quali ad esempio la riduzione della quantità di CO2 emessa nei fumi, aspetto, questo, che potrebbe divenire interessante a seguito della entrata in vigore delle nuove Direttive emanate in merito dalla
Comunità Europea.
I risultati raggiunti sono legati fondamentalmente alle incrementate capacità di scambio termico (Fig.19), dovute alla superiore qualità dell’energia immessa nel sistema-forno,
ottenuta impiegando sistemi di combustione in ossigeno
puro.
Fig. 18 – Alcuni dati volti a
dimostrare la consistenza del
modello termodinamico
elaborato per descrivere il
processo fusorio.
Fig. 18 – Correspondance
between experimental data and
results of the model.
Fig. 19 – Andamento del flusso
entalpico assorbito dal
materiale caricato in un forno
rotativo della capacità di 60 t,
espresso in funzione della
temperatura raggiunta dal
materiale stesso.
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Fig. 19 – Variation of the
enthalpy flux absorbed from
the material during a melting
cycle.
Fig. 20 – Bilancio entalpico complessivo per un forno fusorio
rotativo, funzionante con bruciatore tradizionale ad aria-metano.
Fig.21. Bilancio entalpico complessivo per un forno fusorio
rotativo, funzionante con bruciatore ossigeno-metano.
Fig. 20 – Global enthalpy balance for a rotary melting furnace
equipped with air/N.G. burner.
Fig. 21. Global enthalpy balance for a rotary melting furnace
equipped with O2/N.G. burner.
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OXY-COMBUSTION SYSTEMS IN REVERBERATORY
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FOR ALUMINUM RECYCLING
Keywords:
aluminium, melting processes, thermo dynamic analysis
The need of operational costs reduction, increase the melting capacity and to respect more strict emission limits for
VOC, CO,Nox ecc, are the important reasons driving secondary aluminum producers in researching new technologies
to increase the energy efficiency of their melting processes.
Concerning these subjects, a particular attention have been
payed to the study of new combustion systems, in order to
achieve the results expexted.
The answer have been the development of “new” oxy-fuel
burners: they are so efficient to replace, in rotary furnaces,
the air-natural gas burners usually installed and also it can
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be used as “booster” or totally substitution of air burner.
This oxy-combustion technology is becoming today a “new”
requirement even for reverberatory melting furnaces, helping the melter in operation when the charged raw materials are dirty of oil, ecc.
To answer to the growing interest in the use of oxyfuel systems even for this kind of furnaces, SIAD developed a termodynamic modelization of these furnaces, to understand
which are the factors influencing the processes and in which
measure they have to be considered.
The obtained results, validated applying the same kind of
analysis at the rotary furnace case, allow to identify the advantages obtained in both cases (reverberatory and rotary
furnaces) by the new oxy-fuel burners designed.
The accuracy of this study, based on termodynamic properties and heat transfer inside the furnaces, let us to define a
range of working condition, optimal for the melting process
and safe for the furnace’s structure.